多回?fù)舻亻W下變電站雷電侵入波的仿真建模及防護(hù)

黃健寧，韓永霞，廖志銘，趙曉鳳，李謙，顏旭，杜賽

(1. 華南理工大學(xué) 電力學(xué)院，廣東 廣州 510640；2. 廣東電網(wǎng)有限責(zé)任公司電力科學(xué)研究院，廣東 廣州 510080；3. 中國氣象局 廣州熱帶海洋氣象研究所，廣東 廣州 510080)

雷擊一直是威脅電網(wǎng)安全穩(wěn)定運(yùn)行的重大隱患，近些年發(fā)生了多起多回?fù)舻亻W造成線路重合閘失敗、變電站內(nèi)斷路器斷口擊穿及避雷器能量超標(biāo)而爆炸等事件[1-5]。電力系統(tǒng)中進(jìn)行線路及變電站內(nèi)的雷電防護(hù)性能評(píng)估及絕緣設(shè)計(jì)時(shí)，經(jīng)常采用單次雷擊模擬雷電流源，分析線路的耐雷水平、雷擊跳閘率及雷電侵入波[6-9]。但我國各地雷電定位系統(tǒng)數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)結(jié)果表明，多回?fù)舻亻W占總雷擊地閃的30%以上[10-15]。因此，有必要采用多回?fù)舻亻W電流源等效模型開展電力系統(tǒng)雷電防護(hù)研究。

目前，國外學(xué)者針對(duì)多回?fù)舻亻W雷電流波形測(cè)量已開展了大量研究工作。Silveira等學(xué)者基于巴西51次地閃觀測(cè)數(shù)據(jù)，提出首次負(fù)極性回?fù)?.00/56.2 μs及后續(xù)負(fù)極性回?fù)?.03/15.1 μs波形參數(shù)[16]。國際大電網(wǎng)會(huì)議(International Council on Large Electric Systems，CIGRE)工作組則提出首次負(fù)極性回?fù)?.83/77.5 μs及后續(xù)負(fù)極性回?fù)?.67/30.2 μs波形參數(shù)[17]。國際電工委員會(huì)(International Electrical Commission，IEC)標(biāo)準(zhǔn)推薦首次負(fù)極性回?fù)艉秃罄m(xù)負(fù)極性回?fù)舨ㄐ畏謩e為1/200 μs和0.25/100 μs的Heidler波[18]。國內(nèi)的實(shí)測(cè)多回?fù)舻亻W電流波形參數(shù)相對(duì)較少[19]。

在自然雷電觀測(cè)困難的條件下，人工引雷對(duì)多回?fù)舻亻W第2次以后的雷電參數(shù)有很好的參考價(jià)值。為此，中國氣象科學(xué)研究院和中國氣象局在廣東開展了長期的人工引雷試驗(yàn)。蔡力等人統(tǒng)計(jì)了在從化測(cè)得的61次回?fù)魯?shù)據(jù)，得到回?fù)綦娏魃仙龝r(shí)間均值0.25 μs、半峰值寬度均值8.3 μs[20]。

針對(duì)目前多回?fù)舻亻W造成的變電站設(shè)備事故，有必要開展多回?fù)舻亻W參數(shù)測(cè)量及多回?fù)舻亻W在導(dǎo)線上的電壓、電流測(cè)量等試驗(yàn)研究，有針對(duì)性地提出多回?fù)舻亻W雷電流參數(shù)及仿真建模方法，并分析事故原因。

因此，本文設(shè)計(jì)人工引雷試驗(yàn)方案并開展人工引雷試驗(yàn)研究，測(cè)量引流桿中的多回?fù)舻亻W雷電流參數(shù)，并通過將雷電流引入到架空線路來模擬雷電侵入波在線路中的傳播過程。同時(shí)，基于實(shí)測(cè)回路及雷電流測(cè)量參數(shù)，開展試驗(yàn)回路的電磁暫態(tài)仿真，對(duì)比仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果，分析誤差大小及原因。最后，基于實(shí)測(cè)后續(xù)回?fù)衾纂娏鞑ㄐ?，?20 kV變電站為例，仿真分析多回?fù)舻亻W參數(shù)對(duì)站內(nèi)設(shè)備電壓、電流及避雷器應(yīng)力的影響。研究成果可以為線路在多回?fù)舻亻W雷擊下的耐雷性能計(jì)算、變電站雷電侵入波的準(zhǔn)確模擬及斷路器在多回?fù)舻亻W雷擊下的絕緣設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)布置

人工引雷試驗(yàn)平臺(tái)如圖1所示，該平臺(tái)搭建于廣州市從化區(qū)的中國氣象局雷電野外科學(xué)試驗(yàn)基地。

圖1 人工引雷試驗(yàn)平臺(tái)Fig.1 Artificial triggered lightning test platform

人工引雷成功后，雷電流經(jīng)引流桿流入大地，接地體為20 m深井樁，深井樁工頻接地電阻實(shí)測(cè)值12 Ω。引流桿下方安裝了同軸分流器，用以測(cè)量總雷電流[21]。

為了研究雷電流及電壓沿線傳播特性，在引流桿距離地面1 m左右接入1條長120 m的單根裸導(dǎo)線LGJ-95/55，用于模擬雷電流在導(dǎo)線上的傳播衰減特性。該裸導(dǎo)線由結(jié)構(gòu)長度為1.24 m的復(fù)合絕緣子FXBW-110/100架設(shè)在6個(gè)鋼筋混凝土桿塔上，平均檔距22 m，導(dǎo)線平均高度3.7 m，導(dǎo)線弧垂平均高度3.1 m，導(dǎo)線末端接地電阻實(shí)測(cè)值14 Ω。在6號(hào)桿附近導(dǎo)線上設(shè)置導(dǎo)線電流測(cè)量點(diǎn)，導(dǎo)線電流由信號(hào)通過變比1000∶1且脈寬為300 Hz～200 MHz的Pearson脈沖電流互感器感應(yīng)測(cè)量，再由高壓隔離采集系統(tǒng)光電轉(zhuǎn)換傳輸至控制室內(nèi)進(jìn)行記錄。為了測(cè)量沿線電壓傳播特性，分別在1號(hào)桿(距引雷點(diǎn)6.3 m)、3號(hào)桿(距引雷點(diǎn)48.6 m)、5號(hào)桿(距引雷點(diǎn)92.2 m)附近導(dǎo)線上安裝電容式分壓器，測(cè)量首端、中間和末端電壓。電壓信號(hào)經(jīng)隔離采集系統(tǒng)光電轉(zhuǎn)換傳輸至控制室內(nèi)進(jìn)行記錄。

為了更準(zhǔn)確地測(cè)量導(dǎo)線上各點(diǎn)的電壓，避免地電位抬升對(duì)測(cè)量結(jié)果的影響，試驗(yàn)中采用10 kV電壓等級(jí)絕緣電纜JKLGYJ-1×95/15mm2外引接地作為零電位參考點(diǎn)。為了保護(hù)分壓器，在遠(yuǎn)端零電位參考點(diǎn)處采用直徑14.2 mm、長1.2 m的鋼棒接地，接地電阻實(shí)測(cè)值260 Ω。

該試驗(yàn)平臺(tái)與傳統(tǒng)火箭引雷的區(qū)別在于下方引出了長120 m的導(dǎo)線。與從化2008—2016年人工觸發(fā)閃電試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比表明，該導(dǎo)線對(duì)雷電流參數(shù)沒有影響[20]。

2 試驗(yàn)數(shù)據(jù)分析

2.1 觸發(fā)閃電雷電流波形特征

試驗(yàn)中共計(jì)成功開展了5次人工引雷試驗(yàn)，以其中某次為例分析電壓電流傳播特性。該次人工引雷共包含了5次回?fù)暨^程(分別記作R1—R5)，測(cè)量系統(tǒng)完整記錄了引流桿總雷電流、導(dǎo)線電流及導(dǎo)線電壓波形。

圖2為5次回?fù)衾纂娏骺偛ㄐ危看卫纂娏髟敿?xì)參數(shù)見表1。本次負(fù)極性閃電雷電流幅值為13.79～28.67 kA，算術(shù)平均值為18.73 kA，幅值最大值和最小值分別發(fā)生在第3次回?fù)艉偷?次回?fù)簟Ｗ钚〔ㄇ皶r(shí)間0.28 μs，出現(xiàn)在第2次回?fù)簦?次回?fù)舨ㄇ皶r(shí)間算術(shù)平均值為0.36 μs，略小于從化2008—2016年人工觸發(fā)閃電雷電流波前時(shí)間中位數(shù)(0.38 μs)[20]；5次回?fù)舭敕逯禃r(shí)間寬度算術(shù)平均值為15.62 μs，與從化2008—2016年人工觸發(fā)閃電雷電流半峰值時(shí)間寬度中位數(shù)(18.4 μs)接近[20]。由于這種閃電形成過程不含自然下行地閃的首次回?fù)暨^程，與后續(xù)回?fù)暨^程基本一致，本文試驗(yàn)得到的回?fù)綦娏鞑ㄇ皶r(shí)間和半峰值時(shí)間寬度對(duì)于廣東地區(qū)雷電后續(xù)回?fù)綦娏鞑ㄐ窝芯烤哂幸欢ǖ膮⒖家饬x。

圖2 觸發(fā)閃電雷電流波形Fig.2 Current waveform of triggered lightning

表1 觸發(fā)閃電雷電流特征參數(shù)Tab.1 Characteristic parameters of triggered lightning current

本文采用Nucci提出的式(1)來模擬回?fù)綦娏骱瘮?shù)[22]，具體參數(shù)可由測(cè)量波形參數(shù)擬合得到，5次雷電流的擬合結(jié)果如圖3(以第1次回?fù)魹槔?和表2所示，擬合優(yōu)度均不小于0.97，說明式(1)適用于后續(xù)回?fù)綦娏鞑ㄐ伪磉_(dá)。

(1)

式中：I(t)為回?fù)綦娏骱瘮?shù)，t為時(shí)間；τ11和τ12為電流上升時(shí)間常數(shù)；τ21和τ22為電流衰減時(shí)間常數(shù)；η為電流修正因子；I01和I02為電流峰值；n為電流陡度因子，一般取2。

表2 人工引雷回?fù)綦娏鞅磉_(dá)式擬合參數(shù)Tab.2 Fitting parameters of artificial triggered lightning return strike current

圖3 實(shí)測(cè)回?fù)綦娏鞑ㄐ闻c對(duì)應(yīng)的擬合結(jié)果對(duì)比Fig.3 Comparison between the measured return strike current waveforms and the corresponding fitting results

在上述各次雷電回?fù)暨^程中，導(dǎo)線電流及參數(shù)分別如圖4(以第1次回?fù)魹槔?和表3所示。導(dǎo)線中電流波前時(shí)間被拉長，這主要由線路末端的反射電流波引起。圖4表明線路末端電流較引流桿總電流延遲約0.4 μs，這是電流波在導(dǎo)線上的傳播延時(shí)。

圖4 觸發(fā)閃電雷電流與對(duì)應(yīng)的導(dǎo)線電流對(duì)比Fig.4 Triggered lightning current and the corresponding current on the transmission line

表3 導(dǎo)線雷電流特征參數(shù)Tab.3 Characteristic parameters of triggered lightning current waveforms on the transmission line

實(shí)際變電站遭受雷電侵入波時(shí)，站內(nèi)設(shè)備可以模擬為對(duì)地電容、避雷器等。人工引雷中為了避免大的雷電流造成絕緣閃絡(luò)或設(shè)備損壞，影響測(cè)量結(jié)果的完整性，線路末端一般選擇接地，因此本文試驗(yàn)?zāi)M的是末端避雷器處于良好動(dòng)作狀態(tài)即完全導(dǎo)通狀態(tài)。試驗(yàn)?zāi)康某吮O(jiān)測(cè)多回?fù)舻亻W電流波形，還包括分析試驗(yàn)中電壓電流衰減特點(diǎn)，并與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，用于論證建模方法對(duì)電壓、電流計(jì)算結(jié)果誤差范圍的影響并分析原因。

2.2 雷電過電壓沿線分布特性

測(cè)量回?fù)糁醒?20 m裸導(dǎo)線首端、中間和末端的雷電過電壓波形及參數(shù)如圖5(以第1次回?fù)魹槔?和表4所示。由圖5可知，各測(cè)量點(diǎn)的電壓上升迅速且脈寬較窄，電壓波前時(shí)間為0.23～0.55 μs，半峰值時(shí)間寬度為0.59～0.97 μs。末端電壓波前時(shí)間短、電壓脈寬窄以及電壓的衰減振蕩等均是由線路末端接地形成的負(fù)反射電壓引起。

圖5 導(dǎo)線上各點(diǎn)電壓對(duì)比Fig.5 Voltages on the transmission line

表4 導(dǎo)線雷電過電壓特征參數(shù)Tab.4 Characteristic parameters of triggered lightning overvoltage on the transmission line

由圖5可知，從首端到末端，同一次雷擊中的電壓峰值依次衰減，這是由波在線路中的傳播衰減和末端負(fù)反射電壓波到達(dá)時(shí)間不同等共同引起的。表4則表明，線路各點(diǎn)電壓幅值低于復(fù)合絕緣子FXBW-110/100雷電全波耐受電壓(550 kV)，因此本次人工引雷未發(fā)生線路絕緣閃絡(luò)，電壓及電流波形記錄完整，可反映線路中電壓和電流波的傳播過程。

3 試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比分析

上述試驗(yàn)研究的目的之一是驗(yàn)證雷電過電壓的電磁暫態(tài)建模方法及仿真結(jié)果的誤差范圍。為此，基于試驗(yàn)回路搭建電磁暫態(tài)仿真模型，模型中導(dǎo)線和電纜均采用頻率相關(guān)模型，電暈采用K.C. Lee[23]提出的由非線性電容和非線性電導(dǎo)組成的電暈?zāi)Ｐ汀＠纂娏鞑ㄐ尾捎蒙鲜鰷y(cè)量的波形，雷電通道波阻抗取800 Ω。絕緣子閃絡(luò)判據(jù)采用CIGRE推薦的先導(dǎo)發(fā)展模型[17]。

(2)

式中：RSDR為接地阻抗；R0為工頻接地電阻；ISDR為沖擊電流；Ig為臨界電離電流；Ec為電離起始場(chǎng)強(qiáng)；ρ為土壤電阻率，實(shí)測(cè)值282 Ω·m。

在該雷電流下，仿真中6個(gè)桿塔的絕緣子均未發(fā)生閃絡(luò)，與試驗(yàn)結(jié)果一致。對(duì)比仿真與試驗(yàn)結(jié)果，如圖6(以第2次回?fù)魹槔缘?次回?fù)羝鹗紩r(shí)間8.02 ms作為圖中標(biāo)注時(shí)間軸零點(diǎn))和表5至表8所示。由圖6可知：導(dǎo)線電流的仿真結(jié)果與實(shí)測(cè)波形整體相符，幅值誤差小于5%；各測(cè)量點(diǎn)電壓波形在峰值模擬上與實(shí)測(cè)波形比較接近，幅值誤差在小于10%。試驗(yàn)線路首端進(jìn)行接地的深井樁長達(dá)20 m，其接地阻抗由集中參數(shù)表示，并沒有考慮接地阻抗參數(shù)的分布性，因此上述仿真與試驗(yàn)誤差可能與接地裝置建模方法、電暈?zāi)M方法及實(shí)驗(yàn)中采樣頻率不足等有關(guān)。

圖6 實(shí)測(cè)電流、電壓與對(duì)應(yīng)的仿真結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparisons between the measured waveforms of currents and voltages and the corresponding simulation results

表5 導(dǎo)線電流仿真值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Tab.5 Comparisons of measured and simulated currents on the transmission line

表6 首端電壓仿真值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Tab.6 Comparisons of measured and simulated voltages on the transmission line at the beginning end

表7 中間電壓仿真值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Tab.7 Comparisons of measured and simulated voltages on the transmission line at the middle of the line

表8 末端電壓仿真值與實(shí)測(cè)值對(duì)比Tab.8 Comparisons of measured and simulated voltage on the transmission line at the end of the line

綜上所述，導(dǎo)線電流和電壓的實(shí)測(cè)值與仿真結(jié)果雖然存在誤差，但電磁暫態(tài)建模方法基本可以模擬雷擊導(dǎo)線時(shí)導(dǎo)線各點(diǎn)雷電過電壓及電流峰值分布情況。

4 220 kV變電站雷電侵入波仿真分析

4.1 變電站雷電侵入波仿真建模

采用上述多回?fù)舻亻W雷電流實(shí)測(cè)波形及建模方法，仿真分析某220 kV變電站內(nèi)雷電過電壓傳播特性。該變電站進(jìn)線段線路型號(hào)為LJGX-630/45，二分裂間距400 mm，線路單位長度直流電阻0.236 4 Ω/km。仿真程序中采用頻率相關(guān)模型。

桿塔模型采用由T.Yamada和T.Hara等提出的多導(dǎo)體分層波阻抗模型[24-25]，絕緣子閃絡(luò)判據(jù)采用CIGRE推薦的先導(dǎo)發(fā)展模型[17]，變電站各設(shè)備等值入口電容見表9。變電站站內(nèi)計(jì)算等值電路如圖7所示，其中數(shù)字代表線路長度(m),1M為220 kV I母線。DP乙線的出線避雷器安裝在線路終端77號(hào)桿塔上，采用無間隙氧化鋅避雷器YH10W-200/496W。

表9 部分設(shè)備的等值電容Tab.9 Equivalent capacitance of some equipment

MOA—金屬氧化鋅避雷器，metaloxide surge arrester的縮寫。

為了找出多回?fù)舻亻W繞擊變電站進(jìn)線段情況下對(duì)變電站設(shè)備絕緣考核最嚴(yán)苛的工況，本文假設(shè)變電站DP乙線進(jìn)線段遭受頻次為3的多回?fù)舻亻W繞擊，且每次回?fù)衾讚酎c(diǎn)相同，桿塔絕緣子閃絡(luò)后在下一次回?fù)羟敖^緣恢復(fù)，絕緣子閃絡(luò)后斷路器一直處于開斷狀態(tài)，并根據(jù)桿塔絕緣子是否閃絡(luò)分為8個(gè)工況，具體見表10。

表10 仿真工況Tab.10 Simulation conditions

首次回?fù)舨捎肐EC標(biāo)準(zhǔn)推薦的首次回?fù)舨ㄐ渭?/200 μs的Heidler波，后續(xù)回?fù)舨捎蒙鲜鲈囼?yàn)前2次回?fù)舨ㄐ渭?.40/14.02 μs和0.28/26.45 μs試驗(yàn)波形，回?fù)魰r(shí)間間隔取IEC標(biāo)準(zhǔn)推薦的50 ms。雷電流通道波阻抗取800 Ω。根據(jù)電氣幾何模型計(jì)算變電站進(jìn)線段各基桿塔雷擊相的最大繞擊電流，仿真得到各基桿塔繞擊耐雷水平，計(jì)算結(jié)果見表11。表10的仿真工況中：最大繞擊電流超過耐雷水平時(shí)，雷電流取最大繞擊電流；最大繞擊電流不超過耐雷水平時(shí)，雷電流取耐雷水平。

In the case where the film is condensed on the one hand and smooth on the other hand, the multiple reflections of the light are between the lower surface in contact with the substrate and the free surface of the thin film.

表11 各基桿塔最大繞擊電流和耐雷水平Tab.11 The maximum shielding current and lightning withstand level of each tower

4.2 變電站雷電侵入波仿真結(jié)果分析

針對(duì)表10工況開展仿真計(jì)算，結(jié)果見表12。綜合站內(nèi)設(shè)備最大電壓和DP乙線出線避雷器應(yīng)力，

表12 仿真結(jié)果匯總Tab.12 Summary of simulation results

工況3和工況5對(duì)變電站設(shè)備絕緣考核最嚴(yán)苛，下面進(jìn)行具體分析。

當(dāng)首次回?fù)粑闯^耐雷水平、后續(xù)第1次回?fù)舫^耐雷水平、后續(xù)第2次回?fù)粑闯^耐雷水平(即工況3)時(shí)，雷擊點(diǎn)設(shè)置在靠近變電站的76號(hào)桿塔時(shí)仿真結(jié)果見表13、14。由于線路遭受首次回?fù)羟椅丛斐蓷U塔絕緣子閃絡(luò)，雷電流主要沿線侵入變電站內(nèi)，首次回?fù)衾纂娏髅}寬較長，避雷器容易積累較多能量；后續(xù)第1次回?fù)粼斐蓴嗦菲魈l后，后續(xù)第2次回?fù)舻睦纂娗秩氩ㄔ跀嗦菲鲾嗫诎l(fā)生行波全反射，斷口承受較大的過電壓，容易造成絕緣擊穿，表13中后續(xù)第2次回?fù)魯嗦菲麟妷罕惹?次回?fù)綦妷憾几?26%以上；線路跳閘后，只有1支線路避雷器抑制電氣應(yīng)力，容易造成能量過載而爆炸，且后續(xù)第3次回?fù)舯芾灼髂芰繒?huì)繼續(xù)積累。

表13 工況3站內(nèi)電氣設(shè)備最大過電壓Tab.13 The maximum overvoltage of electrical equipment in the station under working condition 3

表14 工況3線路側(cè)避雷器最大應(yīng)力Tab.14 The maximum stress of line arrester under working condition 3

當(dāng)首次回?fù)舫^耐雷水平、后續(xù)第1次回?fù)粑闯^耐雷水平、后續(xù)第2次回?fù)粑闯^耐雷水平(即工況5)時(shí)，雷電繞擊點(diǎn)設(shè)置在靠近變電站的76號(hào)桿塔時(shí)，仿真結(jié)果見表15、16。由表15、16可知，出線斷路器電壓及避雷器單次積累能量的較大值均在線路跳閘后的2次回?fù)糁挟a(chǎn)生，進(jìn)一步驗(yàn)證了上述分析。可知同樣條件下，后續(xù)第2次回?fù)粲捎诶纂娏鞑ㄐ尾ㄇ皶r(shí)間較短，站內(nèi)設(shè)備最大電壓、避雷器單次回?fù)舾黜?xiàng)應(yīng)力均略高于后續(xù)第1次回?fù)簟?/p>

表15 工況5站內(nèi)電氣設(shè)備最大過電壓Tab.15 The maximum overvoltage of electrical equipment in the station under working condition 5

表16 工況5線路側(cè)避雷器最大應(yīng)力Tab.16 The maximum stress of line side arrester under working condition 5

此外，由表12可知，該變電站內(nèi)設(shè)備特別是出線斷路器最大電壓高于220 kV電氣設(shè)備額定雷電沖擊耐受電壓(950 kV)，絕緣可能擊穿，需要進(jìn)一步進(jìn)行絕緣防護(hù)，比如在斷路器的線路側(cè)加裝線路型避雷器等。

4.3 變電站雷電侵入波絕緣防護(hù)

在斷路器線路側(cè)加裝無間隙氧化鋅避雷器YH10W-200/496W，仿真分析該防護(hù)措施下多回?fù)舻亻W繞擊嚴(yán)苛工況(即工況3和工況5)時(shí)站內(nèi)電氣設(shè)備過電壓和避雷器應(yīng)力，結(jié)果見表17。由表17可知，站內(nèi)設(shè)備最大電壓均低于220 kV電氣設(shè)備額定雷電沖擊耐受電壓(950 kV)，避雷器最大電流均未超過避雷器的標(biāo)稱放電電流(10 kA)，避雷器能量均未超過避雷器YH10W-200/496W的 2 ms方波耐受能量(595.2 kJ)，站內(nèi)設(shè)備安全，可有效防護(hù)頻次為3的多回?fù)舻亻W。

表17 加裝避雷器后仿真結(jié)果匯總Tab.17 Summary of simulation results after installing lightning arrester

若雷電流模型采用IEC標(biāo)準(zhǔn)模型，即首次回?fù)舨捎肐EC標(biāo)準(zhǔn)推薦的首次回?fù)舨ㄐ?1/200 μs)的Heidler波，后續(xù)回?fù)舨捎?.25/100 μs的Heidler波，仿真結(jié)果見表18。相比于本文提出的雷電流模型，IEC推薦的模型由于后續(xù)回?fù)裘}寬較大，對(duì)避雷器應(yīng)力考核更加嚴(yán)格，特別是后續(xù)回?fù)?，但避雷器?yīng)力仍在設(shè)計(jì)范圍以內(nèi)。

表18 IEC標(biāo)準(zhǔn)雷電流模型下仿真結(jié)果匯總Tab.18 Summary of simulation results under IEC standard lightning current model

綜上所述，在多回?fù)舻亻W中，后續(xù)回?fù)粢鸬淖冸娬緝?nèi)斷路器斷口對(duì)地電壓和避雷器電壓、電流均受后續(xù)回?fù)衾纂娏鞫付扔绊?，而避雷器?yīng)力受雷電流脈寬影響較大。因此，在開展多回?fù)舻亻W雷擊下變電站雷電侵入波研究中，需要充分考慮多回?fù)舻亻W的波形及參數(shù)。

5 結(jié)束語

本文針對(duì)多回?fù)舻亻W參數(shù)及其對(duì)站內(nèi)雷電侵入波過電壓的影響開展了試驗(yàn)及仿真研究，主要成果如下：

a)開展人工引雷試驗(yàn)研究，測(cè)量多回?fù)舻亻W雷擊下雷電流及電壓沿導(dǎo)線分布，基于實(shí)測(cè)電流擬合多回?fù)舻亻W雷擊下后續(xù)回?fù)綦娏鞑ㄐ魏瘮?shù)，擬合程度較高。

b)對(duì)比分析多回?fù)舻亻W雷擊下導(dǎo)線的試驗(yàn)電壓、電流及仿真電壓電流的差異。與實(shí)測(cè)波形相比，電磁暫態(tài)仿真結(jié)果基本可以模擬末端避雷器處于良好動(dòng)作狀態(tài)下雷擊導(dǎo)線時(shí)導(dǎo)線各點(diǎn)雷電過電壓峰值分布情況，幅值誤差小于10%。

c)基于實(shí)測(cè)波形及驗(yàn)證的電磁暫態(tài)模型進(jìn)行仿真，研究多回?fù)舻亻W工況及雷電流模型對(duì)220 kV變電站雷電侵入波過電壓、站內(nèi)斷路器斷口電壓及避雷器電氣應(yīng)力的影響，分析多回?fù)舻亻W引起避雷器及斷路器故障的原因，提出并驗(yàn)證了防護(hù)方案。